合成气装置中变一段换热器膨胀节断裂分析

安全分析合成气装置中变一段换热器膨胀节断裂分析张维波张洪军王东1郑启文1.中国石油吉林石化公司吉林吉林1320222.哈尔滨焊接研究所黑龙江哈尔滨150080)摘要某厂中变一段换热器新换上的0Crl8Ni9不锈钢制U形膨胀节仅运行2个月即发生突然断裂。检验表明断裂起始于膨胀节波峰外壁属高应力下应力腐蚀开裂。外保温材料中含Cˉ、S№a等组份并较长时间被水浸渍膨胀节材料已整体严重脆化,显微组织中马氏体所占比例达到50%显微硬度达到H√400左右焊接质量差膨胀节波峰处应力较高质中含氪等是引起破坏的主要原因。本文还提岀防止和控制上述问题的技术措施。关键词U形膨胀节应力腐蚀开裂泐治措施中图分类号:Q050.9文献标识码3B章编号001-483X2007)5-0036-05Fracture Analysis of Expansion Joint for Middle Transform First-sectionHeat Exchanger of Synthesis Gas PlantZHANG Wei-bo' ZHANG Hong-jun, WANG Dong, ZHENG Qi-wen?'(1.Jilin Petrochemical Co. PetroChina Co. Ltd. Jilin 132022, China 2. Harbin Research Institute of Weldg, Harbin 150080 ChinaAbstract The fracture accident of a new U - type expansion joint of middle transform first-section heat ex-changer occurred suddenly in service for only two months it was made ofOCrl8Ni9 austenitic stainlesssteel. Test showed that above fracture originated from out-wall of the expansion joint and was stress corsion cracking at high stress level. Causes of the accident were out-insulating - materials contained CI sNa tc vand were soaked by water for longer time ' expansion joint materials whole were embrittle seriously andits martensite content was about 50% and micro- hardness were about Hv400 i welding quality was inferiorStress on wave crest was higher there was hydrogen in medium and so on. The corresponding prevention measures were put forwardKey words: U- type expansion joint ;stress corrosion cracking prevention measures某厂合成气车间中变一段换热器新换上的Umm和16mm材料为16MnR。筒体上原装置的是圆形膨胀节运行时间仅2个月即发生突然断裂并引环状g形补偿器其外径为D10=900mm截面Dy发闪爆导致合成气裝置停车。为弄清膨胀节断裂中国煤化工N9T断裂的、新换上性质和原因开展了下述分析试验工作的是CNMHG其波高h=105m波该换热器已运行22年为直立固定管板、管壳长W=16m波假外倥DD=616mm圆弧半径r式换热器内径D,=600mm高H=7117mm,两管=35mm厚度δ=8mm材料0Crl8N9。换热器运板间距H=5994mm,筒体和封头厚度分别为12行参数见表1第24卷第5期压力容器总第174期表1换热器运行参数为斜断囗与表面之间呈大约45°夹角(见图2)从项自壳程管程波峰断裂处到波根壁厚测量值见表2。设计压力(MPa)2,65设计温度(℃操作压力(MPa)2.5操作温度(℃)250~350介质合成气中变气有小裂纹的纵焊缝未开裂的纵焊缝图1断裂的膨胀节(局部)检测与试验1.1宏观检查U形膨胀节在波峰处沿环向几乎整圈断开,仅剩纵缝相连见图1。宏观看断口外壁侧沿壁厚约3.5mm范围内较平坦且大致与表面垂直;内壁侧图2膨胀节断囗表2膨胀节壁厚測量儐从波峰→波根)位置纵缝附近6.766.75676.886.957147147.327387.367417417.8远离纵缝6.686.756.816856486947.007.197.397.427.657.807.52远离纵缝6,7446.997.107.217.417.477.617.707.87.837.85断口上覆盖一层较厚的附着物,局部区域表面较窄的、未断开的纵缝区未发现裂纹。和裂纹间隙內还有薄的白色物膜。断口上有一处宏膨胀节采用现场分瓣组装,瓣间对接采用手工观劈裂。在较宽的、未断开的纵缝区波峰及其两侧电弧焊焊接质量较差对接纵缝存在错边、未焊透40mm范围内内壁焊缝表面存在多条与纵缝大致和咬边等缺陷。垂直的裂纹最长的约40mm波峰区表面裂纹张囗1.2膨胀节材料成分见表3)较大(约1mm)波峰两侧裂纹张口较小。在另一条1.3膨胀节材料金相分析表3膨胀节材料化学成分分析结果(%)元素cM样1/试样20.050.050.500.591.71.880.016/0.0160.041/0.03218.18/18.188.25/8.39从膨胀节断口处和远离断囗处分别取多个试样进行显微观察另外还从8mm厚钢板上取样进行对比分析检验表明断囗区材料组织为:A(奥氏体)+M(马氏体)+(铁素体),其中马氏体组织所占比例约50%见图3;远离断口的材料组织同断口处相似,马氏体组织约50%,见图4新板材组织为:(奥氏体)+(铁素体Ⅹ少量),其中没有马氏体组织,见图5。1.4膨胀节材料显微硬度测定断冂区得材组织350×膨胀节(Hv):366366A38386A56A47A15硬T中国煤化工穿晶、穿晶+沿晶混新钢板(Hv)约200CNMHG1.5膨胀节裂纹金相分析纵向接头区内壁小裂纹均分布于焊缝金属中观察显示膨胀节波峰环向断裂及其附近裂纹(包括焊缝边缘局部补焊打磨平滑区)较大的裂纹均处于母材区其材质已严重脆伥M约50%,显微深度已达壁厚之半;焊缝金属显微组织为:A(奥氏CPVT合成气裝置中变一段换热器膨胀节断裂分析Vol24.No52007图7断口区裂纹尖端175图4远离断口区母材组织350×图8焊缝金属组织350×1.7膨胀节断口表面覆盖物分析图5新钢板(母材)组织350取样对断口不同区域及裂纹间隙附着物(见图9进行微区成分分析,其结果见表4。应指出在断裂过程中和断裂后断口表面会受到一定干扰检验结果可能受到一定影响。体)+(铁素体Ⅹ少量);裂纹为网状沿晶开裂,见图8。1.6膨胀节断裂面扫描电镜分析对膨胀节断裂面取样进行扫描电镜观察,断口4115e22V氵每喜“i5酯表面和裂纹间隙中有很厚的覆盖物层,断裂细节很难看清。图9裂纹试样表4表面覆盖物成分分析结果(%)i Na al si ps ci k ca cr fe Ni cu zn mr断裂面外侧区(起裂区)0.800.621.750.112.821.129262.126.6963.197.041.161.911.18断裂面外侧下部1.410.451.160.190.860.705.043.185.0869.839.71断裂面中部2390.820.9605.670.3515.071.7249758926820.320断裂面内侧区(剪切扩展区)0.730.721.3503.990.68小裂纹缝隙中白色物9.670.983.410.152.750.38中国煤化工17,080430.40小裂纹缝隙中白色物14.620.631.810.0521.540.39CNMHG1.00.550.720.782.1应力计算2膨胀节应力计算和应力校校12按换热器原图要求制造时其温度补偿器预压第24卷第5期压力容器总第174期缩量为7mm,另据设计参数,圆简和管子膨胀变形部分以撕裂形式至完全断开差粗略计算为17设U形波纹管轴向位移为纵向接头区内壁小裂纹是在膨胀节撕裂、断δ=7mm,此时,内压引起的周向薄膜应力、经向薄裂、事故处理过程中形成并发展的,是在高应力、深膜应力、经向弯曲应力分别为:1=6743MPa2=度塑性变形、受到外界因素影响的条件下产生的因18.83MPa,o3=128.39MPa位移引起的经向薄膜此在开裂形式和表面附着物成分上都与主断囗有应力、经向弯曲应力分别为74 MP较大差别。62588MP:组合应力on=2+03=147.22MPa,3.2断裂原因0.70p=103.05MPa,=649.62MPa,σ(1断裂起始于膨胀节外表面,显然换热器壳0.7a+a4=725.67MPa刚度K=52429.61N体(250~350℃)外表面保温材料中含有能诱发8型奥氏体不锈钢应力腐蚀开裂的组份(C1-、S、mma2.2应力校核NaOH)且较长时间被水浸渍是导致应力腐蚀开裂根据膨胀节各项应力应满足以下条件的关键因素。a1=67.43MPa、a2=1883MPa≤[a]=111(2)膨胀节断口区以及远离断口部位的材料显微组织中脆硬马氏体所占比例均已达50%显微硬Pa,该式成立σn=147.22MPa≤1.5σs3=151.5MPa,该式成度达到H400左右,说明膨胀节材料已整体严重硬化。已知对18-8型奥氏体不锈钢冷加工和氢侵入会导致奥氏体转变成马氏体3,尽管换热器运行GR=0.7ap+=725.67MPa≤2介质中含氬,会促进马氏体转变但膨胀节纵焊缝组MPa,该式不成立织中几乎未发现马氏体,说明马氏体组织主要不是2.3疲劳寿命校核运行过程中形成而是选用硬态材料或制造过程中N=93299~144534形成的且归根结底是深度冷变形造成的[N]=93299~144534/15=6219~9635由于奥氏体不锈钢中马氏体组织的腐蚀电位明显比奥氏体低冷变形形成的滑移带腐蚀电位也较3讨论低它们会在腐蚀介质中优先溶解因此,膨胀节材料中大量马氏体组织的存在将严重削弱其对应力3.1断裂性质腐蚀开裂的抗力加剧材料对SCC的敏感性并促进从宏观断口形貌看,膨胀节断裂起始于波峰外scC裂纹扩展37。这也是为什么不含马氏体组织表面起裂并扩展至波峰整圈壁厚约一半范围断裂的纵焊缝不是引起断裂的起源并在膨胀节整圈断裂面平直有浅的台阶与外表面基本垂直属脆性开的情况下唯其不断甚至不裂的原因之所在。裂口的另一半为撕裂形式的剪切断囗剪切撕膨胀节材料中含P量偏高(0.032%裂过程中波纹管、特别是波峰区壁厚明显減薄。0.041%)也将增加其对SCC的敏感性58]。从膨胀节使用材料(铬镍奥氏体不锈钢),使用运行介质中的氢也将促进马氏体进一步脆化温度(350℃)以及上述断口特征看膨胀节的断裂(氢脆j°。处于硬化态和脆性态的材料变形能力不是一次性超载引发的也不可能是疲荥参考疲劳受到很大削弱,导致波纹管膨胀节调整(松弛和降寿命校核数据使用时间仅2个月)引发的。低痖应力集中和峰值应力的能力大为下降使膨胀节从裂纹宏观、微观形态及断裂面上附着物成分波峰区处于更高的应力水平下。看裂纹起始于表面多源、有分枝、呈穿晶、穿晶+显然材质因素是导致膨胀节过早失效的内在沿晶形式开裂断口表面和裂纹缝隙附着物中含有因素较多C1(0.29%~1.12%)S0.86%~5.67%入Na中国煤化士质量差也是造成破坏(0.73%-14.62%)等组份用材为18-80奥氏体不的原HCNMHG严重的错边强行组锈钢且含P量较高介质中还含有H因此可认定装未焊透、咬边等缺陷造成严重的应力集中、拘束膨胀节断裂由应力腐蚀(高应力条件下的SC)所引应力和残余应力,加剧缺囗效应。在膨胀节材料严发应力腐蚀裂纹扩展至整圈约壁厚的一半后剩余重脆化的条件下,上述因素的影响更加突出。相关CPVT合成气裝置中变一段换热器膨胀节断裂分析Vol24.No52007标准(GB16749-1997《压力容器波形膨胀节》)指8型奥氏体不锈钢应力腐蚀开裂的组份(Cl岀与奥氏体不锈钢波纹管相关的焊接均应采用氩Na)且较长时间被水漫渍是导致应力腐蚀开裂的弧焊接或等离子弧焊接均应全焊透严控纵焊缝数关键因素量且不允许返修不得有裂纹、咬边、气孔、弧坑和夹3)波纹管材料组织中马氏体比例普遍达到渣等缺陷纵焊缝不应有错边制造波纹管的奥氏体50%显微硬度达到H400左右,且P含量偏高,这不锈钢材料应是软态的。增加了材料在临H介质中对sCC的敏感性并促进(4膨胀节所受压力较高(2.65MPa)壳程与管SCC扩展。程温差较大(150℃),筒体和管子膨胀变形差达4觋场组装、焊接质量较差,膨胀节补偿能力17.72mm,原补偿器预压缩量为7mm。按GB不足是造成高应力水平下应力腐蚀开裂的因素。16749—197对相近的、承压2.5MPa、波高105mm、5)严控介质中和外保温材料中CI-、H,S、壁厚9mm的ocrl8N钢制单波、单层U形膨胀节,NaOH等组份,避免保温材料被水浸渍选用软态,其最大位移量为5.7mm。若设轴向位移为7mm计含P、S低,马氏体组织少的材料进行整体固溶处算得岀综合应力σκ=725.67MPa,且最大应力位于理适当增加膨胀节波纹管波数降低其轴向刚度和波嵴(谷)这还没计入制造和组装过程中产生的残应力水平确保制造质量特别是现场安装组焊质量余应力、拘束应力和应力集中的影响。对于变形能等是保证膨胀节安全可靠运行的主要手段力受到一定削弱,材质严重脆化的膨胀节波峰部位长期处于这样高的应力状态极易引发应力腐蚀开参考文献裂或早期疲劳破坏。3.3断裂控制措施[I]GB16749-1997压力容器波形膨胀节S](1严格控制介质中C、H15、NaOH等组份的[21朱有庭等,化工设备设计手删M.北京北学工业版社2005含量;对外保温材料中的Clˉ、HS、NaOH等含量要进行检查和控制,外保温材料被水浸湿后应立即更【3]A.Cgla, Stress Corrosion Cracking of Cold- workedAustenitic Stainless Steels[ J ] Corrosion Science, 1982,3换或快速干燥并对危险区进行表面无损检测游防止(6)559-578焊接或试压过程中带入上述组份。[4] C. Garcia, Stress Corrosion Cracking Behavior of Cold2选用软态奥氏体不锈钢作原材料冷成形后orked and Sensitized Type 304 Stainless Steel Using the Slow进行整体固溶处理,以控制或避免材料中出现马氏Strain Rate test J ] Corrosion 2002 58 10)849-857体组织严格控制P含量(P<0.009%)材料、成形[5]小若正伦金属的腐蚀破坏与防蚀技术[M北京沘化工艺、焊接工艺、波形、焊接制作质量等必须符合GB学工业出版社98816749-1997标准要求。在材料和焊接质量合格的[6]王勤生等金属波纹管固溶处理前后金像组织的改变条件下还应关注波形和表面平滑度及其对波纹管抗应力腐蚀性能的影响[J].压力容器2004(7)9-12(3黝现场安装组焊要由熟悉专业的工程技术人[7]许淳淳等.不锈钢冷加工形变诱发马氏体相变及其腐员负责组织,认真制定技术方案用技术达标的装配蚀行为J]材料保护2002343)15-17工和氩弧焊工施工并进行严格的检查和验收。[8]黄建中,等.材料的耐蚀性和腐蚀数据[M].北京北化学(4适当增加膨胀节波数以減少其轴向刚度和工业出版社2003应力水平。[9] D. Hardie. Effect of Hydrogen on Ductility of StableAustenitic Steel[ J ]. British Corrosion Journal, 1994 29(2)结论10] William F. Smith Foundations of Materials Science and E(1)该中变一段换热器U型波纹管膨胀节运行中国煤化工 mpanies anc.1993,P739两个月即发生沿波峰整圈断裂,是由应力腐蚀开裂CNMHG收稿日期2007-03-26及其后的剪切撕裂所造成作者简介张维波,高工,从事化工装置技术工作和管理工(2换热器壳体外保温材料中含有能诱发18-作通讯地址吉林市龙潭大街9号吉林石化公司机动处。